Reúso de efluentes industriais em refinarias de petróleo usando o

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ISSN = 1980-993X – doi:10.4136/1980-993X
www.ambi-agua.net
E-mail: [email protected]
Tel.: (12) 3625-4212
Reúso de efluentes industriais em refinarias de petróleo usando o
método DFA para sistemas regenerativos
(http://dx.doi.org/10.4136/ambi-agua.545)
Reinaldo Coelho Mirre1; Lídia Yokoyama2; Fernando Luiz Pellegrini Pessoa3
1
Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola de Química, Programa de Pós-Graduação em Tecnologia de
Processos Químicos e Bioquímicos; e-mail: [email protected];
2
Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola de Química, Departamento de Processos Inorgânicos;
e-mail: [email protected];
3
Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola de Química, Departamento de Engenharia Química;
e-mail: [email protected]
RESUMO
As práticas de reúso de efluentes industriais demandam uma adequada compreensão das
características dos processos produtivos quando se deseja minimizar o consumo de água
captada e a geração de efluentes. O objetivo deste estudo foi aplicar o método Diagrama de
Fontes de Água (DFA), usado na definição de metas de mínimo consumo de água nos
processos de uma refinaria de petróleo, pela geração de cenários de reúso e reciclo de
correntes nas operações, incluindo processos regenerativos. Foram avaliadas a importância e a
influência da estação de tratamento de efluentes na recuperação da qualidade de correntes
intermediárias de processo, por meio de configurações de tratamento centralizado e
distribuído. Apresentou-se um estudo de caso com três contaminantes nas correntes para
ilustrar a aplicação do método, mostrando a redução de vazão e de custos totais dos cenários,
em relação à configuração inicial. Os cenários mostraram-se bastante promissores, com
reduções superiores a 4 %, em termos de vazão, e a 20 %, em termos de custos totais. Assim,
revela-se que a técnica empregada pode ser útil quando a minimização do consumo de água
na indústria é uma das metas para o alcance da ecoeficiência dos processos.
Palavras-chave: estação de tratamento de efluentes; regeneração e reúso; tratamento
distribuído de efluentes; síntese de redes de transferência de massa; refinaria de petróleo.
Industrial wastewater reuse in petroleum refinery using the WSD for
regeneration systems
ABSTRACT
Wastewater reuse practices in the industry require an adequate understanding of the
characteristics of the manufacture processes, to minimize the water consumption and the
generation of effluent. The objective of this work was to apply the WSD method, used to
defining the target of minimum process water consumption in a case study of oil refinery, by
means of the reuse and recycling operations, including regeneration processes. The
importance and influence of the wastewater treatment plant in the regeneration quality,
including intermediate process streams, for the reuse and the recycling operations, were
evaluated. Furthermore, centralized and distributed treatment flowsheet configurations were
tested. Thus, this work presented the solution of a case study with three contaminants in water
streams processes, different interconnections approaches, used to illustrate the application of
Revista Ambiente & Água - An Interdisciplinary Journal of Applied Science: v. 6, n. 3, 2011.
MIRRE, R. C.; YOKOYAMA, L.; PESSOA, F. L. P. Reúso de efluentes industriais em refinarias de petróleo
usando o método DFA para sistemas regenerativos. Ambi-Agua, Taubaté, v. 6, n. 3, p. 127-151, 2011.
this procedure showing the reduction of water flow rate and total costs compared to the
original flowsheet. The scenarios revealed to be greatly promising, and flowsheet
configurations were reached with higher than 4 % and 20 % of reduction in the water flow
rate consumption and the total costs, respectively. Regarding the ecoefficiency processes, the
results demonstrate that the applied technique is successful when the minimum water
consumption is the main goal in the industry.
Keywords: wastewater treatment plant; regeneration and reuse; distributed wastewater
treatment; mass exchange networks synthesis; oil refinery.
1. INTRODUÇÃO
A gestão dos recursos hídricos tem sido fortemente influenciada pelo problema de uma
real escassez de água doce no mundo. No meio industrial, o aumento dos custos com o
tratamento de efluentes reflete essa tendência, suscitando um novo paradigma quanto à
racionalização do seu uso, à adequação de tratamento e à aplicabilidade crescente de técnicas
de reúso. É nesse sentido que se torna importante promover a criação e a implantação de
estratégias que viabilizem a racionalização do uso da água, contrapondo a equivocada
tendência de se tratar esse recurso natural como abundante e, desse modo, disponível
infinitamente.
Diversas metodologias têm sido desenvolvidas para sintetizar redes de transferência de
massa voltadas para o reúso de águas e efluentes. O Diagrama de Fontes de Água (Gomes et
al., 2007) constitui uma importante ferramenta para se alcançar a minimização do consumo de
água e da geração de efluentes aquosos em processos químicos industriais. Trata-se de um
procedimento algorítmico baseado na Análise Pinch e em regras heurísticas, e que permite
sintetizar redes de transferência de massa em situações de múltiplas fontes de água, perdas no
processo, restrição de vazão, regeneração com reúso e regeneração com reciclo. Em função da
minimização de trabalho computacional, constitui uma valiosa alternativa (e mesmo um
suporte inicial) ao uso de métodos de programação matemática, com importante papel na
otimização do processo hídrico.
A otimização de processos hídricos envolve a remoção de contaminantes de um conjunto
de correntes com concentrações maiores para um conjunto de correntes com concentrações
menores, usando o conceito de força motriz. Verifica-se que o menor custo total anual é
alcançado quando o reúso é estabelecido ou este é combinado com estruturas de reciclo.
Muitos estudos foram desenvolvidos posteriormente para a minimização do consumo de água
(conservação) (Chen e Hung, 2005; Seingheng et al., 2007; Ulson de Souza et al., 2009).
O método DFA foi apresentado como uma evolução dos trabalhos de Wang e Smith
(1994a, 1994b, 1995) e Castro et al. (1999), aplicando-o a soluções de problemas com um
contaminante e múltiplos contaminantes, nas condições de máximo reúso, restrição de vazão,
múltiplas fontes, perda de água no processo e regeneração para reúso ou reciclo. Constatou-se
que os menores custos totais foram obtidos nas condições de máximo reúso e quando
combinadas ao reciclo. A metodologia já foi aplicada com sucesso a casos reais de refinarias
de petróleo brasileiras (Mirre et al., 2006; Higa et al., 2008), assim como a distintos setores
industriais (Marques et al., 2008; Delgado et al., 2009; Ulson de Souza et al., 2010). Immich
et al. (2007) desenvolveram uma abordagem para aplicação do método a processos em
batelada. Adicionalmente, Mirre et al. (2009) apresentaram o DFA como uma valiosa
ferramenta integrada às metodologias de Produção mais Limpa.
Ulson de Souza et al. (2009) também aplicaram o DFA a processos de refino de petróleo,
com o objetivo de reduzir o consumo de água tratada, a geração de efluentes e os custos
128
envolvidos no tratamento de efluentes, pelo reúso de correntes de efluentes aquosos dentro do
processo.
Kumaraprasad e Muthukumar (2009) combinaram o método DFA a um modelo de redes
ou sistemas de distribuição de efluentes (EDN) para gerar uma nova proposta, denominada
WAMEN (Water Allocation and Mass Exchange Network), e que reúne as principais
características de ambas as técnicas, para impulsionar os resultados, com o objetivo de
minimizar o consumo de água “limpa” (melhor qualidade). A proposta combinada permitiu
uma redução do consumo de água “limpa” superior a 70%, em relação ao alcançado na
literatura, demonstrando a utilidade do DFA para aperfeiçoar resultados obtidos com outros
modelos, como neste caso. Karthick et al. (2010) também abordaram o procedimento
algorítmico WAMEN para a síntese de redes de distribuição de efluentes, bem como a síntese
de rede de águas, visando reduzir o consumo de água “limpa” nos processos.
Húngaro (2005) desenvolveu um procedimento para seleção da sequência de tratamento
para um conjunto de correntes de efluentes. A seleção dos tratamentos foi realizada em função
da maior eficiência de remoção ou pela diversidade de contaminantes removidos. O
procedimento foi aplicado a quatro exemplos da literatura e a um efluente real de um
laboratório de pesquisa. Não foram obtidas alternativas selecionadas pela estimativa do custo
de tratamento em função da vazão do efluente. O algoritmo gerou a menor vazão para o
tratamento distribuído, relativamente à configuração centralizada. Também, nessa linha, é
importante destacar as contribuições de Delgado (2003, 2008) na síntese de tratamento de
efluentes utilizando o DFA.
O objetivo deste estudo foi aplicar o método DFA para geração de cenários de reúso e
reciclo de correntes nas operações, incluindo processos regenerativos. Foram testadas
configurações de tratamento centralizado e distribuído, com o objetivo de minimizar os custos
e a geração de efluentes. Com isso, pretende-se mostrar não somente a importância da estação
de tratamento de efluentes no mecanismo da rede de reúso de águas e efluentes industriais,
como também a necessidade de se praticar o tratamento descentralizado, com vista à redução
do custo em função do uso racional da água.
2. METODOLOGIA
2.1. O Método DFA para a Conservação e o Uso Racional da Água na Indústria
A resolução do DFA segue um conjunto de regras heurísticas cujo objetivo é atender a
transferência de massa nos intervalos de concentração, utilizando-se a menor vazão da fonte
de água externa de melhor qualidade; desse modo, reduz-se a vazão de consumo desta e
também do efluente gerado. Para garantir o mínimo consumo de água, devem ser seguidas
três regras na seleção da fonte: (i) usar fonte de água externa apenas quando fontes de água
interna não estão disponíveis; (ii) transferir a máxima quantidade de contaminante possível
dentro do intervalo de concentração; e (iii) para operações que estão presentes em mais de um
intervalo, a mudança do intervalo deve manter a corrente através da operação até o final; essa
heurística evita dividir operações.
A quantidade de massa de contaminante transferida em cada operação k e em cada
intervalo i (Δmki) é calculada pela Equação 1.
Δmki = f k (C fi − Cii )
[1]
em que Cfi é a concentração final do intervalo i, Cii é a concentração inicial do intervalo i, fk
(t/h) é a vazão mássica referente à operação k, k = 1..., Nop. Os intervalos de concentração são
identificados pelo índice i, em que i = 1..., Nint; e Nint é o número de intervalos de
129
concentração. As concentrações são dadas em ppm, de modo que a quantidade de massa
transferida (∆m) é dada em g/h.
As vazões requeridas pelas fontes de água p para a operação k, no intervalo de
concentração i, podem ser determinadas pelas Equações 2 e 3, para fontes externas e internas,
respectivamente.
Δmki − ∑ j =fia1 ( f jkii x[C fi − C ij ])
,i
N
f
e
pki
=
[2]
C fi − C pe
Δmki − ∑ j = p −1 ( f jkii x[C fi − C ij ])
p
i
f pki
=
[3]
C fi − C ip
em que Cij é a concentração na qual a fonte interna j é usada no intervalo i, Cep a concentração
da fonte externa p, Cfi a concentração final do intervalo i, e Nfia,i é o número de fontes internas
i disponíveis no intervalo i.
Primeiramente, a fonte interna deve ser usada no intervalo, e os respectivos valores de
i
f jki são calculados antes de fepki. O somatório nas Equações 2 e 3 representa a quantidade de
contaminante removido pelas fontes internas, na operação k no intervalo i, o qual tem
preferência sobre as fontes externas. A vazão mínima da fonte externa a 0 ppm pode ser
calculada pela Equação 4.
e
f pe = ∑k =op1 ∑i =i1 f pki
N
N
[4]
Em efluentes que apresentem mais de um contaminante, considera-se que sua
transferência ocorra simultaneamente, e que os contaminantes transferidos seguem uma
linearidade na relação de transferência de massa, como uma simplificação do processo. Isso
significa que todos os contaminantes são transferidos na mesma proporção, como
representado pela Equação 5.
ΔC jk
ΔC ik
= cte
[5]
em que i, j representam os contaminantes, e k representa a operação.
Assim, deve ser considerada a possibilidade de violação da concentração de entrada dos
demais contaminantes. Para garantir o máximo reúso de água no processo, um deles deve ter
sua concentração estabelecida como limite do processo. Esse contaminante é então chamado
de referência e todos os cálculos são realizados com base neste, com os demais
contaminantes apresentando a mesma vazão para atender às restrições do processo.
Definidos os limites de concentração de um contaminante, podem-se determinar os
limites de concentrações dos outros contaminantes na mesma operação.
2.2. Software para Aplicação do Método DFA
Em um problema com diversas operações e contaminantes, a aplicação manual do
método torna-se mais complexa; nesse caso, foi desenvolvido o programa computacional
MINEA (Santos, 2007), em plataforma Microsoft Excel®, voltado para a síntese de redes de
130
transferência de massa baseado no DFA. No entanto, o programa apenas resolve o DFA, sem
gerar o balanço de contaminantes diretamente no fluxograma.
A Figura 1 apresenta a interface principal do software e, a Figura 2, o DFA gerado a
partir das informações de vazão e concentração das operações. Após inserir os dados
necessários, clica-se sobre o ícone “Calcular”, para que seja atualizada a carga mássica do
contaminante na operação (∆m); em seguida, clica-se sobre o ícone “Gerar Linha Base de
Concentrações”, para que o programa ordene as concentrações por intervalo no diagrama
ilustrado na região inferior da tabela de dados. Clica-se novamente sobre o ícone “Calcular”, e
então o DFA é gerado, com a indicação das respectivas vazões e concentrações definidas para
cada operação, no caso de máximo reúso. O ícone “Gerar Saída” é utilizado para que o
diagrama seja transferido para um novo arquivo.
Figura 1. Ilustração da interface principal do programa MINEA.
131
Figura 2. Exemplo da geração do diagrama com o uso do MINEA.
A Figura 3 sintetiza a identificação dos dados obtidos com o uso do programa.
Vazão total do intervalo
Carga mássica do intervalo
Vazão do reúso 1
Origem do reúso 1
Vazão do reúso 2
Origem do reúso 2
Vazão do reúso 3
Origem do reúso 3
Vazão da fonte externa 1
Concentração do reúso 1
Figura 3. Legenda do DFA no programa MINEA.
O procedimento algorítmico-heurístico DFA é apresentado passo a passo em Gomes et
al. (2007), onde cada restrição (vazão fixa, múltiplas fontes e perda de vazão) é discutida
separadamente.
2.3. Sistemas Regenerativos para o Reúso de Correntes Hídricas
A Figura 4 ilustra um possível esquema para o tratamento de efluentes de uma refinaria
de petróleo, reunindo as etapas de tratamento físico, químico e biológico. O afluente de uma
estação de tratamento de efluentes atravessa os sistemas de gradeamento e desarenação e
segue para um separador de águas oleosas. Em seguida, o efluente, livre da maior parcela de
óleo, é enviado a um floculador e, posteriormente, a um flotador. O óleo livre removido no
132
flotador é reenviado ao processo, enquanto que o efluente (óleo dissolvido) segue então para a
etapa de degradação microbiológica, onde a qualidade obtida possivelmente já permite o seu
despejo (ou retorno) ao corpo hídrico receptor. As borras oleosas removidas no separador
água-óleo (SAO), assim como os resíduos do flotador, são enviados a um espessador para o
adensamento do lodo a ser disposto para landfarming (fazendas de lodo). Uma parcela do
óleo, proveniente do espessador, é redirecionada para o separador água-óleo, visando a sua
máxima recuperação.
Figura 4. Esquema ilustrativo dos processos constituintes de uma estação de tratamento de
despejos industriais.
Dependendo da qualidade e do uso a que for destinado, o efluente final, ao invés de ser
descartado para o corpo receptor, pode ser uma excelente alternativa de reutilização para os
processos, reduzindo, com isso, a vazão e o custo com a captação e o descarte.
As configurações de reutilização de correntes de efluentes aquosos estabelecidas pelo
procedimento algorítmico DFA, empregado neste estudo, podem levar a condições nas quais
são violadas (ultrapassadas) as concentrações máximas de entrada e, por consequência, as de
saída permitidas pelas operações. Esses limites normalmente referem-se a valores máximos de
solubilidade do componente, a fatores corrosivos ou incrustantes, dentre outros que podem
afetar o desempenho de cada operação. Uma das possíveis soluções para esse problema seria
aumentar o consumo de água de melhor qualidade com influência direta nessas operações.
Outra medida, proposta neste trabalho, seria estabelecer a própria Estação de Tratamento de
Despejos Industriais (ETDI) como regeneradora das correntes que são levadas para as
respectivas operações. Assim, o custo da regeneração estaria restrito à vazão a ser regenerada,
condicionado à capacidade das unidades, sem que inicialmente se invista em novos
equipamentos para a remoção parcial e intermediária (in-plant) dos contaminantes de
interesse.
133
Em caso de mais de uma operação ter os seus limites ultrapassados, sugere-se
inicialmente combinar todas as cargas das correntes e adicionar ao processo da ETDI
responsável pela remoção do contaminante de interesse. Para atender à capacidade máxima de
operação da ETDI, recomenda-se proceder a um by-pass para desviar a corrente excedente
para o final do tratamento. Após recuperar o efluente, deve-se verificar se as concentrações
resultantes atendem às entradas das operações receptoras; caso ainda ultrapasse, deve-se
retornar com o efluente para a unidade que o remove, até que todas as concentrações estejam
dentro de seus respectivos limites.
As correntes afluentes das referidas operações devem ser combinadas, com a vazão (F)
resultante sendo um somatório das contribuições individuais das demais, conforme a Equação
6, para N operações.
F = ∑ Fj
[6]
j
A concentração da corrente resultante, enviada às unidades regeneradoras, é obtida de
acordo com a Equação 7.
C=∑
j
( Fj .C j )
[7]
F
em que j representa a operação cujo limite de concentração para qualquer contaminante tenha
sido violado.
A Figura 5 ilustra uma possível estratégia de recuperação das correntes, em que as
entradas (em vermelho) de N operações que têm seus limites violados são misturadas e
direcionadas para os devidos tratamentos nas unidades da ETDI, após a qual retornam para as
operações originais, nos seus limites de concentração de contaminantes. O excedente da
capacidade das unidades é então adicionado à parte da corrente resultante para destiná-los ao
corpo receptor, sem também violar os limites de descarte permitidos.
2.4. Tratamento Distribuído de Efluentes
A rede de tratamento distribuído de efluentes é alcançada a partir do algoritmo proposto
por Húngaro (2005), para o caso de sistemas multicomponentes e considerando tratamentos
que não restringem a concentração de entrada para o contaminante. O algoritmo conduz à
seleção de tratamentos a serem alocados de forma distribuída em processos com n correntes
de efluentes, k tratamentos disponíveis e j contaminantes, resultando na obtenção de um
fluxograma para o tratamento final desses efluentes.
O algoritmo está estruturado conforme os passos a seguir, os quais se encontram
detalhadamente descritos no estudo de Húngaro (2005), com pequenas adaptações decorrentes
da resolução deste caso.
(1) Caracterizar as correntes (n) de efluentes, com as respectivas vazões (Fn, em t/h) e
concentrações de cada contaminante j (Cjcn, em ppm). Dispor as informações relativas aos
possíveis tratamentos quanto às eficiências de remoção do tratamento k em relação ao
contaminante (Rkj).
(2) Quantificar os níveis de concentração tolerados pela legislação vigente, para o descarte de
contaminantes (Cjmax).
134
(3) A partir das informações coletadas nos passos anteriores, obter as cargas mássicas (Δmjk,
em g/h) a serem assimiladas, para cada corrente e seus respectivos contaminantes, seguindo a
Equação 8.
Δmjn = Fn (Cjcn – Cjmax)
[8]
Captação
D
D
1
2
...
D
...
N
M
D
REG
(ETDI)
M
D
Descarte
M
Figura 5. Esquema geral das possibilidades de destinação de correntes de processo para regeneração na
própria ETDI.
135
(4) A remoção da carga mássica total de cada contaminante é dada pelo somatório dos
respectivos valores em cada corrente. Valores negativos de carga mássica não devem ser
considerados no somatório, pois indicam que as concentrações estão abaixo do limite
estabelecido; portanto, não se faz necessário contabilizá-las para a assimilação (Equação 9).
Δmtotj = ∑ Δm nj
[9]
nn
A cada quantidade eliminada, o valor de Δmtotj deve ser atualizado. Uma carga superior
ao Δmtotj deve ser removida quando houver a necessidade de atender a uma vazão mínima
para um dado tratamento.
Deve-se ainda, determinar um contaminante referencial, ou seja, aquele que assumirá a
preferência para a seleção do tratamento; essa condição será atribuída ao contaminante de
maior carga mássica, considerando o valor total a ser assimilado. Naturalmente, devem ser
respeitadas as eficiências de remoção de cada contaminante. A execução dos passos seguintes
levará como base o contaminante referencial.
(4a) Após definir o contaminante referencial, procede-se a uma avaliação acerca da
quantidade que sua carga mássica excede a dos demais, como parâmetro de seleção do
tratamento mais adequado ao atendimento de uma menor vazão total a ser tratada.
Para relações entre cargas inferiores a 10 (baixa distinção entre as cargas), recomenda-se
escolher o tratamento que incorpore o maior número possível de contaminantes.
Evidentemente que essa avaliação atrela-se à necessidade de que tais contaminantes estejam
presentes na corrente a ser tratada (a que possui maior concentração do contaminante
referencial). Em outra vertente, quando a relação excede em torno de 10, ou seja, uma
quantidade de contaminante no mínimo 10 vezes maior, a seleção é direcionada para o
tratamento com maior eficiência de remoção para o contaminante referencial. Diante disso, o
passo 4a refere-se à comparação entre as cargas mássicas a serem removidas, de acordo com a
Equação 10.
Τ=
REF
Δm tot
[10]
Δmtotj
(4b) Nas situações em que as razões tenham valores inferiores a 10, em sua maioria, opta-se
pelo tratamento que seja mais eficiente para uma quantidade maior de contaminantes na
corrente de maior concentração do contaminante referencial, de forma que as eficiências
refiram-se a contaminantes que ainda devem ser eliminados.
Para os casos em que grande parte das razões esteja acima de 10, opta-se pelo tratamento
que apresente maior eficiência de remoção para o contaminante referencial.
Como extensão aqui proposta para o algoritmo, resultante da resolução desse cenário,
vincula-se o fato de que, na existência de duas relações entre cargas distintas, ou seja, uma
maior e outra menor que 10, pode-se verificar o desvio relativo em cada uma delas. A relação
que apresentar o maior desvio terá a preferência no critério de seleção do tratamento a ser
adotado.
(4.1) As correntes devem ser numeradas decrescentemente em termos de concentração, e uma
única vez, com base no primeiro contaminante caracterizado como referencial.
136
Os passos 4.2 a 4.7 não são aplicados a este caso, conforme definidos pelo procedimento
de Húngaro (2005).
(4.8) Destinar as correntes para os respectivos tratamentos, em modo decrescente de
concentrações, relativa ao contaminante referencial. O tratamento selecionado refere-se ao de
maior eficiência ou ao que inclui a maior variedade de contaminantes a serem tratados, de
acordo com o passo 4b.
(5) A carga mássica eliminada com o tratamento segue a Equação 11.
Δmrjk = Fn .Cjcn . Rkj
[11]
sendo Fn a vazão total encaminhada ao tratamento, e Cj a concentração na entrada do
tratamento.
(6) O valor da carga mássica total (Δmtotj) sofre atualização para os contaminantes, conforme
a Equação 12.
Δmtotj = Δmtotj – Δmrjk
[12]
A maior carga mássica proveniente dessa atualização aponta para um novo contaminante
referencial.
(7) As concentrações de cada contaminante removido pelo tratamento da corrente n seguem a
Equação 13.
Cjcn = (1- Rkj) . Cksj
[13]
(8) Enquanto pelo menos uma das cargas mássicas totais atualizadas no passo 6 forem
positivas, deve-se retornar ao passo 4a. Quando a carga mássica tornar-se negativa, o que
significa uma remoção além do necessário para o contaminante, procede-se a uma correção da
vazão da corrente em análise, sendo finalizado o tratamento do contaminante na corrente
(Equação 14).
j
⎛ Δm rem
⎜
Fnt = ⎜
j
⎝ Δmtotn
⎞
⎟.Fn
⎟
⎠
[14]
em que Δmremj é a carga mássica remanescente, e Δmtotnj refere-se à carga mássica removida
na consideração de toda a vazão alocada para o tratamento.
A Figura 6 esquematiza de modo simplificado o procedimento descrito.
Em efluentes com mais de um componente, quando houver a necessidade de se recalcular
a vazão para mais de um contaminante, considera-se o maior valor dentre os obtidos, para
garantir que a concentração esteja inserida nos limites estabelecidos para o descarte dos
contaminantes.
137
Figura 6. Procedimento simplificado para a síntese de redes de tratamento distribuído
em sistemas.
Fonte: Húngaro (2005).
3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
3.1. Dados de Processos e Síntese de Redes de Águas
Este trabalho apresenta um estudo de caso envolvendo dados de uma refinaria de
petróleo, obtida da literatura. O problema foi estabelecido a partir de um caso originalmente
concebido para um retrofit (“renovação”) de uma refinaria, abordado por Huang et al. (1999),
e adaptado por Ullmer et al. (2005) para a síntese de processos regenerativos. Considera-se a
presença de três contaminantes nas correntes aquosas: Sais (A), Orgânicos (B) e H2S (C). A
água primária é disponibilizada em dois graus distintos de qualidade: AF (água potável) e AP
(água tratada para atender a uma determinada demanda de qualidade). A representação da
planta de refino inclui diversas unidades operacionais. O efluente coletado dessas operações
138
pode ser tratado como uma fonte secundária (interna) para o sistema de tratamento de
efluentes. Os dados de concentração máxima de entrada e saída das operações identificadas,
bem como das respectivas vazões limites, são apresentados na Tabela 1.
Tabela 1. Concentrações de entrada e saída nas condições máximas e de vazão limite.
Operação
Componente
Sais (A)
(1)
Orgânicos (B)
Dessalinização
H2S (C)
Sais (A)
(2)
Lavagem de Orgânicos (B)
amônia
H2S (C)
Sais (A)
(3)
Torre
Orgânicos (B)
fracionadora
H2S (C)
Sais (A)
(4)
Orgânicos (B)
Caldeira
H2S (C)
Sais (A)
(4)
Caldeira
Orgânicos (B)
perda
H2S (C)
Sais (A)
(5)
Lavagem de Orgânicos (B)
H2S
H2S (C)
Sais (A)
(6)
Orgânicos (B)
Uso geral
H2S (C)
Sais (A)
(7)
Torre de
Orgânicos (B)
resfriamento
H2S (C)
(7)
Sais (A)
Torre de
Orgânicos (B)
resfriamento
H2S (C)
perda
Quantidade
Concentração Concentração
de
de entrada
de saída
contaminante
máxima
máxima
transferido
(ppm)
(ppm)
(g/h)
120.000
480.000
1.875
7.485
81.750
3.200
3.610
104.481
2.500
420
147
135
200
1.200
1.750
7.100
52.500
221
135.300
0
0
-
200
100
20
10
50
50
10
1
0
10
1
0
10
1
0
300
50
5.000
300
50
0
2.500
220
45
2.500
220
1.800
6.500
45
601
6.500
303
200
5.500
132
150
50
45
375
500
5.655
1.250
7.050
29,5
3.115
220
45
-
-
45
-
Vazão
limite
(t/h)
75
12,67
19
3
18
2,67
7,5
220
405
A Tabela 2 apresenta as taxas de remoção relativa aos principais processos
representativos da ETDI envolvidos neste estudo de caso, para a parcela de efluentes líquidos
para cada contaminante presente. Os valores correspondentes à saída (máximos) são obtidos
com base nas taxas de remoção. O cálculo dos limites permitidos para cada operação é
realizado com base nos valores de entrada na ETDI, por meio de balanço material, resultante
139
da combinação dos efluentes originários dos diferentes processos que os geraram, nas
condições máximas de concentração. Com isso, assume-se que os limites operacionais dos
processos regenerativos estejam vinculados aos limites estabelecidos pelos processos hídricos
da atividade de refino. Já a vazão máxima atrela-se ao valor limite permitido para operar na
ETDI (400 t/h). No caso da flotação a ar dissolvido, ocorre perda de água, levando à
concentração de sais. Como esse valor de perda é muito baixo (0,5%, de acordo com o
problema tratado por Ullmer et al., 2005), admite-se, para simplificação do problema, que sua
taxa de remoção seja nula, não sendo, portanto, afetada.
Tabela 2. Taxas de remoção de contaminantes dos processos da ETDI.
Operação
(8)
Separador API
(9)
Flotação a ar
dissolvido
(10)
Lodo ativado
(11)
Osmose inversa
Componente
Taxa de remoção do
componente
Sais (A)
01
Orgânicos (B)
0,55 2
Vazão máxima
(t/h)
400
2
H2S (C)
0
Sais (A)
01
Orgânicos (B)
03
H2S (C)
0,90 3
Sais (A)
01
Orgânicos (B)
0,80 1
H2S (C)
0,90 4
Sais (A)
0,99 1
Orgânicos (B)
0,60 1
H2S (C)
0,20 1
400
400
400
Valor estimado a partir de informações técnicas da Petrobras, refletindo a realidade do processo no ambiente
industrial; 2 Huang et al. (1999); 3 Ullmer et al. (2005); 4 Gunaratnam et al. (2005).
1
Em termos práticos, a implantação de um sistema de osmose inversa deve ser precedida
das etapas de filtração e microfiltração, instalados após o processo de lodos ativados, a fim de
evitar um possível entupimento de sólidos nos poros da membrana, e que ainda estão
presentes no efluente. Neste caso, especificando a corrente com um Índice de Densidade de
Sedimentos (SDI) igual a 3,0, justifica-se a adequação desse sistema de pré-tratamento.
Assim, considera-se que o sistema de osmose inversa já incorpore essas etapas intermediárias
a partir do tratamento biológico, não sendo, portanto, explicitadas na representação da ETDI
para este estudo. Além disso, vale ressaltar que não se considera aqui o rejeito da osmose,
efluente concentrado em sais.
A Figura 7 esquematiza a sequência de tratamento adotada para este estudo, em que o
efluente não tratado é levado a um separador água-óleo do tipo API (American Petroleum
Institute), cujo efluente segue para um processo de flotação a ar dissolvido, e, em seguida,
destinado ao processo de lodos ativados. Para auxiliar na recuperação da qualidade da água
em níveis toleráveis, emprega-se o processo de osmose inversa, inserido no sistema de
tratamento terciário, e cujas taxas de remoção encontram-se na Tabela 2. Em cada etapa de
140
tratamento é possível verificar a possibilidade de se estabelecer reúso de efluentes, em função
da qualidade requerida pelos processos, ou o seu descarte no corpo receptor.
Figura 7. Esquema da sequência de processos de tratamento de efluentes proposto para a refinaria
em estudo.
A Figura 8 apresenta a configuração do balanço hídrico da rede proposta, nas condições
operacionais, obtida a partir das informações do processo. A água captada é enviada para a
Estação de Tratamento de Água (ETA) e distribuída às diversas operações de acordo com sua
qualidade requerida. O dreno do tanque de petróleo é representado por TQ no fluxograma. Os
valores das concentrações de descarte alcançados após o processo de osmose inversa atendem
aos limites estabelecidos pela legislação federal brasileira (Brasil, 2005,
alterada
parcialmente e complementada pela Resolução Conama 430/2011). A vazão de água captada
neste caso base é de 762,84 t/h, enquanto que a vazão de descarte do efluente para o corpo
hídrico é de 354,84 t/h.
Por se tratar de um problema de correntes com múltiplos contaminantes, o procedimento
DFA requer a verificação das concentrações para um dado componente com base em uma
operação de referência. Neste estudo, selecionou-se a Destilação como operação de
referência, julgada como consequência da maior qualidade exigida na entrada da operação, ou
seja, às máximas concentrações de entrada de cada contaminante, em que se utiliza água de
melhor qualidade (ou menos contaminada) que na entrada das demais operações. Segundo
essa linha, deve-se atentar que a operação Caldeira também poderia ser selecionada;
entretanto, por se tratar de uma operação em que ocorre perda de água, além de apresentar as
menores cargas mássicas para assimilação por contaminante, em relação à destilação, esta
opção (Caldeira como referência) foi colocada em segundo plano.
Neste trabalho, o contaminante de referência é definido como aquele que tem a maior
diferença de concentração (Mirre et al., 2006). Do mesmo modo, o componente de referência
pode ser aquele com a maior possibilidade de reúso entre as operações, ou seja, aquele que
possua as mais baixas concentrações de entrada nas operações. Em caso de mais de um
componente atender simultaneamente a esse critério, então a escolha é realizada com base na
diferença de concentração (ΔCR) entre a concentração do componente na operação que utilize
água de melhor qualidade (de abastecimento) e a máxima concentração de entrada na
operação em que será reutilizada a água, em cada operação, do candidato à referência. O
componente de referência será aquele com o maior valor de ΔCR.. Para um problema que
utilize fontes externas ou sistemas regenerativos, o contaminante de referência será aquele
com a menor concentração de entrada nas operações que possibilitam o reúso.
No estudo de caso da refinaria, dentre as operações que usam água de melhor qualidade
nas condições limitantes (Destilação e Caldeira), a Caldeira é a que possui menor
concentração de saída para os contaminantes, enquanto que, tanto a Torre de Resfriamento
como a Lavagem de H2S possuem maiores concentrações de entrada dos contaminantes.
Calculando-se as diferenças de concentração (ΔC) das operações candidatas (concentração de
entrada da Caldeira e concentração de saída da Torre de Resfriamento), o contaminante A
poderia ser eleito como referência, pois apresenta o maior diferencial de concentração (ΔCA =
141
2.350 ppm; ΔCB = 170 ppm; ΔCC = 0 ppm) perante os demais. Por outro lado, o contaminante
C (H2S) também potencializa sua condição de candidato à eleição como referência, dentre as
operações que usam água secundária (Concentração de entrada da Caldeira e concentração de
saída da Lavagem de H2S), por apresentar maior ΔC (ΔCA = 150 ppm; ΔCB = 0 ppm; ΔCC =
4.955 ppm). O fato de o referido valor ser maior comparativamente ao componente A (Sais)
assegura o critério para a elegibilidade do contaminante C. Assim, este trabalho utilizará o
componente C como referência.
CAPTAÇÃO
762,84 t/h
ETA
635,17 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
127,67 t/h
AP
AF
127,67 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
75 t/h
12,67 t/h
19 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
1
2
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
635,17 t/h
21 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
18 t/h
3
2,67 t/h
7,5 t/h
625 t/h
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
405 t/h
4
5
75 t/h
12,67 t/h
19 t/h
1610 ppm A
6401 ppm B
25 ppm C
601 ppm A
6453,25 ppm B
252,56 ppm C
200 ppm A
5500 ppm B
131,58 ppm C
6
7
3 t/h
220 t/h
150 ppm A
50 ppm B
45 ppm C
106,67 t/h
2,67 t/h
7,5 t/h
124,91 ppm A
464,44 ppm B
655,43 ppm C
996,67 ppm A
7015 ppm B
29,47 ppm C
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
TQ
15 t/h
1239 ppm A
6246,72 ppm B
71 ppm C
135 ppm A
45 ppm B
400 ppm C
813,74 ppm A
2041,24 ppm B
44,19 ppm C
354,84 t/h
9
354,84 t/h
813,74 ppm A
918,56 ppm B
44,19 ppm C
10
354,84 t/h
813,74 ppm A
918,56 ppm B
4,42 ppm C
354,84 t/h
11
12
813,74 ppm A
183,71 ppm B
0,442 ppm C
ETDI
Figura 8. Esquema geral dos processos do estudo de caso (cenário base).
142
354,84 t/h
RIO
8,14 ppm A
73,48 ppm B
0,354 ppm C
Os resultados são obtidos com o auxílio do programa computacional MINEA. São
utilizadas as informações definidas na Tabela 1, com as fontes inicialmente atribuídas às
qualidades de água de abastecimento (“limpa”), purificada e ao dreno do tanque de petróleo.
A aplicação do procedimento gerou o cenário de reutilização hídrica das correntes para
máximo reúso, conforme a estrutura apresentada na Figura 9. As linhas tracejadas
representam o novo alinhamento físico das correntes. A redução na captação de água para o
processo está em torno de 5%, passando a necessitar de 725,26 t/h, cuja reutilização permite
um descarte de 317,26 t/h de efluente. Os valores em negrito (entrada das operações 1 e 2)
representam os contaminantes cujas concentrações são excedidas para a operação
subsequente, o que pode ser resolvido com o aumento da quantidade de água captada, ou
mesmo uma redistribuição das correntes. Outra possibilidade seria estabelecer regenerações
locais para um determinado contaminante. Cabe salientar que esse cenário constitui apenas
uma das possíveis alternativas geradas pelo DFA. As diferentes possibilidades, no entanto,
são passíveis de análise para a real implementação na indústria, uma vez que não considera
investimento com tubulação e bombeamento adicional de correntes.
A Figura 9 apresenta a configuração da rede proposta com o procedimento DFA, que
indica as correntes de água alocadas às respectivas operações, com base na estrutura
operacional. Nota-se que a operação 7 (Torre de Resfriamento – TR) disponibilizou efluente
para reutilização nas operações 1 (Dessalinização), 2 (Lavagem de NH3) e 5 (Lavagem de
H2S), como complemento para a qualidade purificada já utilizada. Na verdade, essa água
proveniente da operação 7 refere-se tanto à entrada na TR (água de reposição: make-up)
quanto à sua purga, dada a igualdade entre as concentrações de entrada e saída para esse
componente. Entretanto, esse reúso deve ser interpretado como proveniente da purga da TR,
uma vez que a disponibilidade do make-up deve ser mantida constante, em função da perda
observada nesta operação.
Com o objetivo de aplicar e exemplificar a recomendação levantada mediante o uso dos
processos regenerativos da ETDI, a Figura 9 demonstra a aplicação e o desempenho das
unidades na remoção parcial dos contaminantes, até o ajuste das concentrações em níveis
toleráveis para as operações. Entretanto, baseado na configuração da rede do cenário anterior,
nota-se que as operações 1 e 2 têm os seus limites de concentração ultrapassados para o
contaminante A, após definidas as reutilizações. Para solucionar esse problema, optou-se por
reunir as correntes afluentes dessas operações e enviá-las para a entrada da unidade de osmose
inversa (remoção prioritária de A).
Visando explorar a capacidade máxima da ETDI (400 t/h), parte do excedente é desviada
para o final dos processos regenerativos (final da ETDI), sendo adicionada à vazão de
descarte. Com isso, o total de descarte da configuração base é restabelecido, enquanto que a
vazão recuperada é redestinada às respectivas operações. É importante notar que a saída da
osmose inversa produziu uma corrente que atendesse às necessidades da operação 1; porém, a
combinação de correntes gerou reflexos na operação 2, ocasionando violação do contaminante
B. Para contornar esse inconveniente, a alternativa mais imediata encontrada foi incluir um
separador API (operação 8’) para restabelecer parte da corrente que é levada à operação 2. As
correntes envolvidas na estratégia apresentada são indicadas pelas linhas com tracejamento
menor, em relação à configuração anterior de reúso (linhas tracejadas maiores), na Figura 10.
143
CAPTAÇÃO
725,26 t/h
ETA
40 t/h
AP
AF
685,26 t/h
40 t/h
40,909 t/h
9,790 t/h
2,880 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
2,063 t/h
34,091 t/h
75 t/h
12,67 t/h
19 t/h
329,55 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
189,79 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
1
2
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
685,26 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
21 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
18 t/h
3
4
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
2,67 t/h
7,5 t/h
625 t/h
189,81 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
405 t/h
5
6
7
75 t/h
12,67 t/h
19 t/h
220 t/h
1929,55 ppm A
6415 ppm B
25 ppm C
780,56 ppm A
6467,25 ppm B
252,56 ppm C
200 ppm A
5500 ppm B
131,58 ppm C
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
0,607 t/h
106,67 t/h
3 t/h
2,67 t/h
7,5 t/h
1485 ppm A
6258,23 ppm B
71 ppm C
150 ppm A
50 ppm B
45 ppm C
264,72 ppm A
464,44 ppm B
655,43 ppm C
996,67 ppm A
7015 ppm B
29,47 ppm C
TQ
15 t/h
36,971 t/h
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
182,42 t/h
317,26 t/h
915,25 ppm A
2285,13 ppm B
49,42 ppm C
317,26 t/h
8
ETDI
135 ppm A
45 ppm B
400 ppm C
317,26 t/h
317,26 t/h
9
915,25 ppm A
1028,31 ppm B
49,42 ppm C
11
10
915,25 ppm A
1028,31 ppm B
4,94 ppm C
317,26 t/h
915,25 ppm A
205,66 ppm B
0,494 ppm C
Rio
9,15 ppm A
82,26 ppm B
0,395 ppm C
Figura 9. Configuração de processo para o cenário de reutilização de correntes considerado, com base na estrutura
original da Figura 8.
144
CAPTAÇÃO
725,26 t/h
685,26 t/h
40 t/h
ETA
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
12,67 t/h
AP
685,26 t/h
40 t/h
40,909 t/h
2,880 t/h
9,790 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
12,67 t/h
34,091 t/h
329,55 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
75 t/h
AF
189,79 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
21 t/h
10 ppm A
1 ppm B
0 ppm C
18 t/h
4
1
12,67 t/h
1607,17 ppm A
6465,90 ppm B
25,31 ppm C
2,67 t/h
7,5 t/h
625 t/h
189,81 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
405 t/h
5
6
7
3
2
75 t/h
50 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
2,063 t/h
19 t/h
7,17 ppm A
29,66 ppm B
0,309 ppm C
597,94 ppm A
6481,90 ppm B
252,88 ppm C
19 t/h
220 t/h
200 ppm A
5500 ppm B
131,58 ppm C
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
0,607 t/h
106,67 t/h
3 t/h
2,67 t/h
7,5 t/h
1236,65 ppm A
6295,75 ppm B
71,27 ppm C
150 ppm A
50 ppm B
45 ppm C
264,72 ppm A
464,44 ppm B
655,43 ppm C
996,67 ppm A
7015 ppm B
29,47 ppm C
TQ
15 t/h
36,971 t/h
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
182,42 t/h
317,26 t/h
135 ppm A
45 ppm B
400 ppm C
831,74 ppm A
2297,74 ppm B
49,51 ppm C
75 t/h
8’
7,17 ppm A
65,90 ppm B
0,309 ppm C
317,26 t/h
8
317,26 t/h
9
831,74 ppm A
1033,98 ppm B
49,51 ppm C
317,26 t/h
10
831,74 ppm A
1033,98 ppm B
4,95 ppm C
312,33 t/h
12,67 t/h
400 t/h
11
831,74 ppm A
206,80 ppm B
0,495 ppm C
87,67 t/h
717,24 ppm A
164,76 ppm B
0,386 ppm C
312,33 t/h
4,93 t/h
309,35 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
317,26 t/h
19,98 ppm A
68,09 ppm B
0,312 ppm C
Figura 10. Rede de águas e efluentes ajustada pela rota de regeneração da ETDI, a partir da Figura 9.
145
O procedimento descrito para a síntese de redes de tratamento descentralizado (ou
distribuído) é aplicado às correntes efluentes das operações 1 a 7, bem como ao tanque de cru
(TQ), resultantes da configuração alcançada pelo cenário da Figura 9. A Figura 11 mostra a
configuração das correntes efluentes encaminhadas aos respectivos tratamentos, representadas
pelos balanços hídricos estabelecidos para esse cenário.
12,67
12,67 t/h
12,67 t/h
11
2
780,56 ppm A
6467,25 ppm B
252,56 ppm C
19 t/h
19 t/h
19 t/h
3 t/h
10
19 t/h
0,02 ppm A
525,78 ppm B
0,46 ppm C
2,67 t/h
10
264,72 ppm A
92,89 ppm B
0,66 ppm C
7,5 t/h
7,5 t/h
10
12
996,67 ppm A
1403 ppm B
2,95 ppm C
0,02 ppm A
525,78 ppm B
46,08 ppm C
0,02 ppm A
525,78 ppm B
4,60 ppm C
264,72 ppm A
92,89 ppm B
6,55 ppm C
7,5 t/h
11
996,67 ppm A
7015 ppm B
29,47 ppm C
0,02 ppm A
176 ppm B
8,42 ppm C
19 t/h
2,67 t/h
264,72 ppm A
92,89 ppm B
65,54 ppm C
19 t/h
M
10
10
7,5 t/h
6
0,02 ppm A
880 ppm B
84,21 ppm C
150 ppm A
50 ppm B
0,45 ppm C
2,67 t/h
264,72 ppm A
464,44 ppm B
655,43 ppm C
9,56 t/h
3 t/h
11
7,80 ppm A
517,38 ppm B
0,20 ppm C
11
10
150 ppm A
50 ppm B
4,50 ppm C
2,67 t/h
5
9,56 t/h
0,02 ppm A
880 ppm B
84,21 ppm C
3 t/h
10
150 ppm A
50 ppm B
45 ppm C
7,80 ppm A
517,38 ppm B
2,02 ppm C
D
2 ppm A
2200 ppm B
105,26 ppm C
4
10
7,80 ppm A
517,38 ppm B
20,20 ppm C
12
200 ppm A
5500 ppm B
131,58 ppm C
12,67 t/h
10
780,56 ppm A
1293,45 ppm B
25,26 ppm C
12
3
12,67 t/h
12
9,97 ppm A
561,20 ppm B
0,24 ppm C
9,97 ppm A
561,20 ppm B
2,36 ppm C
106,81 t/h
182,42 t/h
7
75,61 t/h
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
TQ
M
665 ppm A
15 ppm B
0 ppm C
15 t/h
392,12 ppm A
11,27 ppm B
0 ppm C
6,65 ppm A
6 ppm B
0 ppm C
15 t/h
11
135 ppm A
45 ppm B
400 ppm C
182,42 t/h
75,61 t/h
12
D
15 t/h
15 t/h
10
10
135 ppm A
9 ppm B
40 ppm C
135 ppm A
9 ppm B
4 ppm C
135 ppm A
9 ppm B
0,40 ppm C
Figura 11. Rede de tratamento distribuído de efluentes, estruturada com base no cenário da Figura 9.
146
A partir dos efluentes dos respectivos tratamentos, são calculadas as concentrações de
cada contaminante presente na corrente resultante, pelo balanço material, com a preocupação
de atender à legislação ambiental quanto ao descarte. Assim, a concentração resultante do
efluente é de 240,60 ppm para o componente A, inferior à concentração máxima de 250 ppm,
194,90 ppm para o componente B, inferior à concentração máxima de 250 ppm, e 0,42 ppm
para o componente C, inferior à concentração máxima de descarte de 1,0 ppm, conforme a
legislação.
3.2. Custos das Propostas
O custo total anual refere-se ao somatório das contribuições do custo operacional (águas
primárias, tratamento final do efluente e processos regenerativos) e de investimento
(processos regenerativos, incluída a depreciação). Não são considerados aqui os custos de
investimento em tubulações, misturadores e divisores de correntes.
Considera-se uma operação anual do sistema de 8.600 horas/ano, e um fator de
anualização (depreciação anual, d) para o custo de investimento de 0,1. A captação de água é
composta pelas qualidades de AP e AF, geradas na ETA, ao custo de 0,3 $/t e 0,1 $/t
(estimativa para a ponderação do custo de qualidade), respectivamente. O efluente descartado
no corpo receptor é tributado em 0,03 $/t, sendo a vazão o principal parâmetro analisado,
embora se exija o atendimento aos limites permitidos pela legislação; entretanto, o objetivo
aqui é analisar a influência do reaproveitamento das correntes no processo.
O custo operacional anual é o somatório do custo operacional, da água captada –
considera-se incluso o custo pela concessão de água, distribuídos entre as qualidades AF e AP
– e da água contaminada relativo ao descarte, em $/ano. O custo total de investimento anual,
em $/ano, é o custo de investimento com amortização, ou seja, deduzido a depreciação anual.
A Tabela 3 apresenta as correlações utilizadas para cálculo dos custos totais das unidades
de processos da ETDI. O separador API e o tratamento biológico são obtidos em Gunaratnam
et al. (2005), enquanto o flotador a ar dissolvido, na ausência de informações, optou-se por
considerá-lo ao custo similar ao de uma unidade de coagulação, sedimentação e filtração,
encontrado em Takama et al. (1980). Já a unidade de osmose inversa tem o seu custo de
investimento estimado em função de uma base informada por Azevedo et al. (1999) para uma
dada vazão de tratamento. Com esses valores, foi possível relacionar a capacidade
característica do equipamento (aqui medida em termos de vazão, f, em t/h) a um investimento
determinado (US$ 750.000,00, considerando uma vazão de tratamento de 62,23 t/h). O
investimento (CI), realizado com base no ano de 1999 (CIb), é atualizado pelo índice Chemical
Engineering Plant Cost (CE cost index) para o ano de 2005 (os valores do índice são 390,6 e
468,2, para os anos de 1999 e 2005, respectivamente – Chemical Engineering Magazine,
2009). O fator exponencial de escala adotado corresponde a 0,7. O custo operacional também
é estimado a partir dos dados do trabalho de Azevedo et al. (1999) que apresenta um estudo
de caso envolvendo dados de uma refinaria de petróleo, obtida da literatura. O problema foi
estabelecido a partir dos dados do trabalho de Azevedo et al. (1999).
Tabela 3. Correlações de custos dos processos da ETDI.
Custo de investimento
(U$)
Custo operacional
(U$/h)
Separador API
4.800 x f 0,7
0
Flotador a ar dissolvido
12.600 x f 0,7
0,0067 x f
Tratamento biológico
12.600 x f 0,7
0,0067 x f
Processo
Osmose inversa
49.884 x f
147
0,7
0,177 x f
A Tabela 4 apresenta a avaliação dos custos totais envolvidos em cada alternativa gerada,
congregando os resultados obtidos, os quais são comparados a partir do cenário base. Nessa
análise, os custos referentes aos processos regenerativos independem da concentração da
corrente.
Tabela 4. Estimativa de custos para os cenários de reutilização de efluentes levantados, com a
inclusão da ETDI.
Cenário
(1) Base
(2) Figura 9
(3) Figura 10
(4) Figura 11
Vazão de
água captada
(t/h)
762,84
725,26
725,26
725,26
Vazão de
descarte
(t/h)
354,84
317,26
317,26
317,26
Redução na
captação
(%)
4,93
4,93
4,93
Custo total
anual ($/ano)
1.454.223,94
1.224.663,31
1.227.502,44
1.156.945,43
Redução
nos custos
(%)
15,78
15,59
20,44
Analisando-se os cenários, em relação ao cenário base, nota-se uma maior redução no
custo total na configuração da Figura 11, ocasionado pelo tratamento distribuído de efluentes,
e em função da melhor racionalização das vazões destinadas às devidas unidades, ao contrário
da configuração centralizada de tratamento, que previamente disponibiliza toda a vazão para
as unidades regenerativas. Cabe colocar que, embora a redução nos custos alcançada pelo
cenário da Figura 11 seja bastante atraente, deve-se atentar que essa configuração distribuída
requer uma disponibilidade de espaço físico adequada à instalação dos equipamentos, bem
como uma necessidade mais ampla de controle operacional. No entanto, é pertinente lembrar
a distinção relativa à configuração da Figura 10, a qual apresenta uma estrutura mais evoluída,
devido à proposta de recuperação parcial de correntes de processo através da ETDI, como
medida de ajuste às respectivas limitações de entrada das operações.
Diversos cenários podem ser gerados com o procedimento DFA, partindo do mesmo
problema original, de modo que se possa evoluir na configuração da rede à medida que a
análise do engenheiro de processo permita uma aproximação com a realidade industrial.
Assim, é importante que todas as configurações geradas levem em conta o valor econômico
das alternativas, de forma que se estabeleça o custo-benefício da implementação das
oportunidades de reutilização.
4. CONCLUSÃO
Este trabalho teve como objetivo demonstrar as possibilidades de reciclo e reúso de
correntes oriundas de unidades de tratamento de efluentes, na minimização do consumo de
água e da geração de efluentes a partir da aplicação do método DFA. Para tanto, utilizou-se
como exemplo um estudo de caso envolvendo dados representativos de uma refinaria de
petróleo. Com isso, foi possível gerar um cenário, dentre as várias alternativas que o
procedimento permite, ocasionando uma redução tanto na captação de água bruta quanto de
efluente descartado. Foram avaliadas configurações de tratamento centralizado e distribuído,
permitindo constatar que, além dos processos regenerativos da ETDI poderem ser utilizados
com sucesso na recuperação da qualidade da água para reúso nos processos da refinaria, o
tratamento distribuído (segregado) de efluentes pode ser uma importante alternativa para a
redução de custos. Sendo assim, torna-se evidente o potencial da metodologia aqui
apresentada, como uma importante ferramenta quando se pretende definir novas alternativas
de reutilização hídrica de modo sistemático e eficiente, dada a sua facilidade de adoção dentro
de um programa de gerenciamento de recursos hídricos na indústria.
148
5. AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e
Tecnológico (CNPq), pelo suporte financeiro.
6. REFERÊNCIAS
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